Modèles mésoscopiques pour la prédiction des gonflements à l’échelle du matériau

Télécharger le fichier pdf d’un mémoire de fin d’études

Phénomènes de dissolution-précipitation

Si la formation d’ettringite différée est, au moins en partie, induite par une conversion des monosulfoaluminates préexistants, le mécanisme mis en jeu a été l’objet de débats. La formation d’ettringite différée a ainsi longtemps été attribuée à un mécanisme topochimique de type solide-solide à partir des monosulfoaluminates préexistants, par absorption d’eau et d’ions sulfate. Outre le fait que la présence de monosulfoaluminates à l’issue de l’échauffement ne soit pas systématiquement observée, les remarques formulées par (Mehta, 1983) concernant les différences significatives existant entre leur structure cristalline et celle de l’ettringite ont remis en cause cette théorie. Un consensus concernant la manière dont s’effectue cette conversion des monosulfoaluminates en ettringite a plus tard été adopté autour d’un mécanisme de dissolution-précipitation, suite aux observations expérimentales de (Barbarulo, 2002; Famy, 1999; Scrivener & Taylor, 1993) notamment. La généralisation de ces conclusions à l’ensemble des phénomènes conduisant à la formation d’ettringite différée a été rendue possible par la définition précise des domaines de stabilité des principales espèces impliquées en fonction de leur environnement (cf. Chapitre 1 §2.1.2). Un mécanisme général de développement de la RSI est proposé par (Famy et al., 2001; Scrivener et al., 1999; Scrivener & Taylor, 1993; Taylor et al., 2001) prenant effectivement en compte le rôle joué par la dissolution des monosulfoaluminates dans la disponibilité des ions réactifs. La notion d’équilibre thermodynamique y est fondamentale. En effet, ce sont les perturbations de cet équilibre qui entraineraient tour à tour la dissolution et la précipitation des espèces.

Disponibilités des ions réactifs pour la formation d’ettringite différée

Enrichissement de la solution interstitielle en ions sulfate

D’après les constatations expérimentales de (Hanehara et al., 2008; Shimada & Young, 2004), la solution interstitielle constituerait un réservoir très important d’ions sulfate issus de la dissolution des phases primaires. La concentration en ions sulfate en solution peut constituer un indicateur de réactivité du matériau selon Hanehara et al. Ces auteurs supposent que la lenteur des cinétiques de diffusion des espèces dans le matériau expliquerait la formation tardive d’ettringite, sans prendre en compte l’effet des alcalins sur ces cinétiques. Pourtant, la notion de concentration en ions sulfate dans la solution interstitielle apparait indissociable de la concentration en alcalins, comme démontré par (Famy et al., 2001). En effet, plus la teneur en alcalins est faible, plus la désorption des ions sulfate hors des C-S-H est facilitée (ce point sera abordé en détail dans le paragraphe suivant). Le lessivage des alcalins a donc probablement un rôle majeur sur la cinétique de formation de l’ettringite différée.
Par ailleurs, les teneurs en ions sulfate de la solution interstitielle extraite d’un matériau soumis ou non à un traitement thermique ont été mesurées à différentes échéances par (Wieker et al., 1992). Environ 24 heures après application du traitement thermique, un excès d’ions sulfate a été détecté dans le matériau chauffé par rapport à celui conservé à température ambiante. Pourtant, cette teneur en ions sulfate avait diminué et retrouvé une valeur normale quelques jours plus tard, bien avant que les premiers signes d’expansion aient été observés. Les travaux menés par (Divet, 2001) sur l’absorption des ions sulfate sur des C-S-H synthétisés en suspension ont mis en évidence le caractère quasi-instantané de ce phénomène dans ces conditions opératoires. Ceci tend donc à démontrer que la solution interstitielle ne s’enrichit en ions réactifs que très temporairement, avant que ceux-ci précipitent sous forme de monosulfoaluminates ou soient absorbés dans les hydrates préexistants. Les calculs prenant en compte les équilibres thermodynamiques des différents hydrates ainsi que les capacités de sorption des C-S-H montrent que la fraction d’ions restant en solution est très inférieure à la quantité absorbée dans les C-S-H (Salgues, 2013). Le rôle prépondérant des phénomènes de fixation et de formation de monosulfoaluminates sur la disponibilité des ions réactifs pour la formation d’ettringite différée est ainsi admis par une grande majorité d’auteurs, l’enrichissement de la solution interstitielle apparaissant comme un phénomène transitoire.

Rôle des C-S-H

L’influence des C-S-H dans le stockage puis le relargage des ions sulfate et aluminate a été mis en évidence par (Barbarulo et al., 2007; Divet & Randriambololona, 1998; Escalante-Garcia & Sharp, 1999; Famy, 1999; Fu et al., 1994; Lewis et al., 1995; Scrivener & Taylor, 1993; Taylor et al., 2001; Yang et al., 1999a). Une part importante des ions sulfate et aluminate libérés par la dissolution des phases primaires suite à l’élévation de la température est absorbée dans les C-S-H en raison de la sursaturation de la solution interstitielle. La capacité d’absorption des C-S-H est d’autant plus importante que la température et le pH sont élevés au sein du matériau (Divet & Randriambololona, 1998; Divet, 2001). Les ions sulfate sont faiblement liés au niveau des interfeuillets des C-S-H, ce qui permet leur relargage lorsque les conditions thermodynamiques le permettent. (Lawrence, 1999) suppose que la cinétique de diffusion pilotant la libération des ions sulfate serait toutefois beaucoup plus lente que la cinétique d’absorption, contribuant à l’effet différé de la formation de l’ettringite. Ce phénomène pourrait toutefois être lié aux effets du lessivage des alcalins. Une fraction des ions aluminate absorbés pourrait également avoir été piégée dans les interfeuillets des C-S-H (Lognot et al., 1998). Cela-dit, la majorité seraient plutôt fixés dans la structure cristalline des C-S-H en se substituant à la silice (Pardal et al., 2009; Richardson, 1999) et ne pourraient pas être relargués en solution du fait de la force des liaisons chimiques créées.

Rôle des hydrogrenats

Les hydrogrenats sont des hydrates naturellement présents en faible proportion dans les matériaux cimentaires. L’élévation de température contribue à l’augmentation des teneurs en ions constitutifs des hydrogrenats par dissolution de l’ettringite primaire et favorise de fait leur formation (Deschner et al., 2013). Les ions aluminate participant à la formation de ces hydrates sont alors piégés de façon irréversible même après retour à température ambiante (Dilnesa et al., 2014; Flint & Wells, 1941; Marchese & Sersale, 1969; Yang et al., 1999a). La quantité d’ettringite différée formée peut donc s’en trouver diminuée par manque d’ions aluminate. Ce phénomène pourrait être à l’origine de l’effet pessimum de gonflement observé notamment par (Brunetaud, 2005; Kchakech, 2015; Taylor et al., 2001; Toutlemonde et al., 2017) en fonction de l’énergie fournie au matériau : un allongement de la durée d’échauffement du béton au-delà d’une certaine valeur conduit ainsi à une diminution du potentiel de gonflement. Toutefois, dans la plupart des cas, en raison d’une cinétique de formation relativement lente même à température élevée, la quantité d’ions aluminate piégés dans ces hydrates reste nettement inférieure à celle absorbée dans les C-S-H.

Effet de la dissolution des monosulfoaluminates

Un phénomène de conversion des monosulfoaluminates en ettringite après cure dans les matériaux cimentaires expansifs a souvent été constaté expérimentalement (Gollop & Taylor, 1992; Shimada & Young, 2004; Taylor et al., 2001). Ces auteurs ont supposé qu’il s’agissait de monosulfoaluminates primaires non dissous, dans la mesure où les observations avaient été faites immédiatement après la fin de la cure thermique. Il pourrait toutefois s’agir de monosulfoaluminates secondaires, apparus par combinaison des ions calcium, aluminate et sulfate relargués par la dissolution de l’ettringite primaire (Salgues, 2013; Salgues et al., 2014). En effet, la Figure 1-2, obtenue à partir du modèle thermodynamique de Salgues, illustre la précipitation de monosulfoaluminates secondaires après la fin de la cure puis d’ettringite par la suite, par conversion de ces monosulfoaluminates secondaires. La présence de monosulfoaluminates, qu’ils soient primaires ou secondaires n’est associée à aucun phénomène expansif (Lewis et al., 1994).

Effet de la dissolution d’autres hydrates

La consommation d’ions calcium induite par la formation tardive d’ettringite conduit à un appauvrissement de la solution interstitielle en calcium, ce qui entraine une dissolution progressive de la Portlandite, dont la présence est liée à l’importance du rapport Ca/Si (Kunther et al., 2015) dans les matériaux cimentaires à base de ciment Portland notamment. Ce phénomène de dissolution peut être favorisé par le lessivage des alcalins dans la mesure où la solubilité de la Portlandite est d’autant plus élevée que la teneur en alcalins est faible (Duchesne & Reardon, 1995; Fratini, 1949).
(Collepardi, 1999) avance l’hypothèse d’un relargage tardif des ions sulfate contenus dans le ciment (présents sous forme de gypse, d’hémihydrate ou d’anhydrite) ou éventuellement piégés dans le clinker. L’élévation de la température pendant la période de prise du matériau cimentaire perturberait les réactions d’hydratation et la dissolution du C3A notamment, qui pourrait donc s’effectuer de manière tardive et alimenter la RSI (Divet & Randriambololona, 1998).
Enfin, une partie des ions réactifs peuvent provenir de la dissolution de cristaux d’ettringite différée thermodynamiquement instables suite à l’appauvrissement local en ions réactifs de la solution interstitielle, à l’augmentation de la température (Barbarulo et al., 2005; Kchakech, 2015) et/ou à une augmentation locale de la pression intraporeuse (Brunetaud, 2005; Scherer, 2004).

Mécanismes d’expansion

Absorption d’eau par l’ettringite colloïdale

Sur la base d’équations stœchiométriques impliquées dans la formation d’ettringite au sein de trois ciments expansifs différents, (Mehta, 1973) démontre que la formation d’ettringite différée conduit à une diminution du volume des espèces chimiques impliquées de l’ordre de 7 à 8 %. Fort de ce constat, il propose un mécanisme expansif alternatif axé autour de plusieurs hypothèses :
Seule l’ettringite colloïdale (dite également massive ou amorphe à contrario de l’ettringite aciculaire) est capable de provoquer des phénomènes expansifs importants.
L’ettringite colloïdale n’est source de gonflement du matériau que si celui-ci est exposé à une source d’eau externe. La structure des cristaux d’ettringite, chargés négativement en surface (Moore & Taylor, 1968), conduirait à l’absorption d’une grande quantité de molécules d’eau. L’accroissement du volume des cristaux serait à l’origine des phénomènes expansifs. (Mehta, 1973) n’écarte pas la possibilité d’effets expansifs induits par les phénomènes répulsifs de double couche électrique consécutif à cette absorption d’eau.

Phénomène de double couche électrique

Les conclusions tirées par (Olphen, 1963) concernant les phénomènes répulsifs des grains d’argile en présence d’eau ont été étendues aux cristaux d’ettringite : la structure des cristaux d’ettringite, la surface spécifique élevée de ceux de petite dimension, la proximité d’un fluide chargé en ions et le lessivage des alcalins favoriseraient l’absorption des ions disponibles. Ce phénomène permettrait de diminuer l’énergie de surface des petits cristaux (Min & Mingshu, 1994) tout en générant des forces répulsives importantes, à tel point que les forces initiées par la double couche électrique prendraient le pas sur les forces de Van der Waals (Li et al., 1996). Ainsi, le gonflement serait initié par une augmentation de la distance entre les particules d’ettringite. Toutefois, ce phénomène ne semble pas conduire à de fortes expansions dans les matériaux cimentaires (Lea, 1971).

Pression de cristallisation

La théorie de la pression de cristallisation de l’ettringite différée a été formulée à partir de principes thermodynamiques tels que la loi de Correns (1-3), relation thermodynamique liant la pression engendrée par la précipitation d’un sel au taux de sursaturation C/Cs de la solution (Correns, 1949), grâce aux contributions successives de (Ping & Beaudoin, 1992a, 1992b; Scherer, 2004) : = ( ) (1-3)
Dans cette expression, R est la constante des gaz parfaits, T la température absolue, V le volume molaire du sel, C la concentration du sel dans la solution et Cs la concentration du sel à saturation. Si tous les auteurs s’accordent sur l’existence et l’importance des pressions de cristallisation dans les gonflements générés par la RSI, il y a débat concernant le lieu préférentiel dans lequel elles se développent.

Gonflement à l’interface pâte-granulats

Les premières observations d’ettringite différée dans le béton l’ont été au niveau de l’interface pâte-granulats (Heinz & Ludwig, 1987). Par la suite, toutes les observations faites sur matériaux cimentaires expansifs atteints de RSI ont fait état de présence massive de cristaux en pourtour des granulats. Les expansions induites par la RSI ont donc été tout naturellement attribuées au phénomène de cristallisation à cet emplacement. Le mécanisme selon lequel le gonflement généré par la RSI aurait pour origine la formation d’ettringite au niveau de l’interface pâte/granulats s’appuie sur l’hypothèse de développement de fortes pressions de cristallisation dans les pores de grandes dimensions. Les observations effectuées attestent de la présence d’ettringite dite comprimée autour des granulats (Aubert et al., 2009; Heinz & Ludwig, 1987; Leklou et al., 2008; Shao et al., 1997; Yang et al., 1996). Si la fissuration de la pâte, comblée par des cristaux d’ettringite, a bien été observée, elle l’a été pour des niveaux d’expansion déjà très importants et bien après les premières observations d’ettringite à l’interface pâte/granulats (Leklou et al., 2008). Par ailleurs, les observations faites par (Barbarulo, 2002; Odler & Chen, 1995) mettent en évidence des cinétiques de gonflement ralenties pour les pâtes de ciment par rapport aux bétons, ce qui atteste que, si la présence de granulats n’est pas indispensable, elle joue un rôle important dans le développement des phénomènes délétères de la RSI. Les observations expérimentales de (Brunetaud, 2005; Yang et al., 1999b; Malbois et al., 2017) ont montré que le type de granulats utilisés pouvait avoir une incidence sur l’apparition d’ettringite à l’interface pâte/granulats et sur l’importance les phénomènes expansifs. Ces travaux confirment l’importance du rôle des granulats sur les expansions induites par la RSI. (Diamond, 1996) observe également d’importantes différences de comportement entre des bétons atteints de RSI composés de granulats siliceux et calcaires.

Gonflement homogène de la pâte

Les principales réserves exprimées concernant le mécanisme de gonflement au droit de l’interface pâte-granulats touchent aux considérations thermodynamiques d’apparition des pressions de cristallisation. En effet, selon (Scherer, 1999), les conditions thermodynamiques locales de formation de l’ettringite laissent penser qu’elle se produirait sous forme de cristaux aciculaires orientés parallèlement à l’interface pâte-granulats. Cette disposition permettrait une consommation de la sursaturation en espèces sans toutefois provoquer de phénomènes expansifs. (Famy & Taylor, 2001) remettent en cause le développement de fortes pressions de cristallisation dans ces zones devant l’importance des degrés de saturation en espèces nécessaires à leur apparition. Le mécanisme de RSI proposé par (Famy et al., 2001; Scrivener et al., 1999; Scrivener & Taylor, 1993; Taylor et al., 2001) est basé sur un gonflement homogène de la pâte. La déstabilisation de l’ettringite primaire consécutive à l’élévation de la température dans le matériau conduit à un relargage massif d’ions calcium, aluminate et sulfate dans la solution interstitielle. Comme évoqué précédemment (cf. Chapitre 1 §2.2.2.2), ces ions seraient en grande partie absorbés dans les C-S-H ou précipités sous forme de monosulfoaluminates dans les nano- et micropores de la pâte. Lorsque les conditions thermodynamiques permettent un relargage des ions sulfate piégés dans les C-S-H (typiquement après retour en température), des cristaux d’ettringite se forment de façon localisée, à proximité immédiate des sources d’ions réactifs que sont les C-S-H et les monosulfoaluminates (Figure 1-4). L’ettringite étant ainsi répartie de manière homogène dans la pâte de ciment, cela conduirait à un gonflement homogène de cette dernière. Les difficultés à observer des cristaux de monosulfoaluminates et d’ettringite dans les C-S-H externes seraient dues à la résolution des appareils de laboratoire au regard de la taille de ces cristaux, inférieure au micromètre (Brunetaud, 2005).
L’observation précoce d’ettringite au droit de l’interface pâte/granulats aurait pour origine le décollement des granulats sous l’effet du gonflement homogène de la pâte (Figure 1-5). Une relation a pu être établie par (Johansen et al., 1993) entre la taille des granulats et la largeur du décollement, ce qui conforte la théorie du gonflement homogène de la pâte. L’ettringite s’y formerait, une fois cette fissuration initiée, par dissolution des plus petits cristaux et recristallisation sous forme de cristaux plus volumineux (Barbarulo, 2002). Ce processus ne contribuerait a priori pas aux expansions (Figure 1-6).
L’approche thermodynamique de (Scherer, 2004), basée notamment sur la loi de (Correns, 1949) (1-3), a permis de valider analytiquement le mécanisme de gonflement homogène de la pâte. La solubilité d’un cristal augmente avec la pression à laquelle il est soumis. Il y aurait ainsi compétition entre la formation d’ettringite dans les nanopores des C-S-H et dans les macropores. Le premier phénomène est conforme au mécanisme de précipitation d’ettringite suite au relargage des ions sulfate absorbés dans les C-S-H et à la dissolution des monosulfoaluminates décrit par (Scrivener & Taylor, 1993). L’analyse thermodynamique de Scherer semble confirmer l’apparition de pressions de cristallisation dans les nanopores suffisantes pour induire une fissuration de la matrice cimentaire. Une morphologie d’ettringite dite massive ou amorphe est associée à ces pressions. Le phénomène de formation d’ettringite dans les macropores serait quant à lui lié à l’existence de gradients de concentration en ions réactifs dans la solution interstitielle entre les nanopores (sursaturation) et les macropores (faible concentration). La fissuration de la matrice cimentaire aurait pour conséquence de permettre la migration de ces ions, avec toutefois une cinétique de diffusion de l’ordre de plusieurs semaines. Selon la loi de Correns (1-3), la précipitation d’ettringite dans les macropores (pression faible) se produit pour une saturation en ions réactifs nettement plus faible que dans les nanopores (pression élevée). L’ettringite précipiterait donc dans les macropores sans élévation de la pression et sans aggraver les phénomènes expansifs. Cette précipitation contribue à maintenir les gradients de concentration et le flux d’ions réactifs entre les nanopores et les macropores. De plus, le départ de ces ions perturbe l’équilibre thermodynamique au sein des nanopores en y diminuant la sursaturation. De fait, les nanocristaux d’ettringite voient leur solubilité augmenter et sont peu à peu dissous, ce qui réalimente le phénomène par libération d’ions réactifs.
Cette théorie ne fait toutefois pas consensus dans la communauté scientifique et est remise en cause par plusieurs auteurs (Diamond, 1996, 2002; Fu et al., 1995). (Lawrence, 1995; Petrov, 2003) évoquent la dispersion des résultats expérimentaux de gonflement menés avec une même pâte cimentaire en fonction des caractéristiques des granulats et l’influence de la présence d’air dans les phénomènes expansifs. En effet, une augmentation du volume d’air entrainé, constituant des pores de plutôt grande dimension au regard de ceux impliqués dans le gonflement homogène de la pâte selon (Scherer, 2004), peut provoquer ainsi une diminution voir inhibition des phénomènes expansifs. Ces observations semblent remettre en cause la théorie du gonflement homogène de la pâte.

Mécanismes combinés de gonflement de la pâte et de l’interface pâte-granulats

Une incompatibilité des mécanismes de gonflement vus précédemment n’étant pas établie, (Brunetaud, 2005) propose un mécanisme combiné associant les gonflements homogènes de la pâte et ceux localisés au droit de l’interface pâte-granulats. Le développement des phénomènes expansifs suivrait la chronologie suivante (Figure 1-7) :
La phase initiale : elle correspond à la période d’instabilité de l’ettringite primaire, le plus souvent associée à une élévation de la température. Les ions libérés par la dissolution de l’ettringite sont absorbés par les C-S-H, mobilisés pour former des monosulfoaluminates ou dispersés dans la solution interstitielle. Le retour à température ambiante marque la fin de cette phase, avec une sursaturation de la solution interstitielle vis-à-vis de l’ettringite.
Une période latente : durant cette période dite latente ou d’incubation, le phénomène de RSI est extrêmement lent (la cinétique dépendant de l’activation initiale et de la structure des C-S-H). La sursaturation progressive de la solution interstitielle par relargage des ions absorbés dans les C-S-H et par la dissolution des monosulfoaluminates provoque la cristallisation de l’ettringite. Peu à peu, des pressions de cristallisation apparaissent, fonctions du taux de sursaturation et du volume disponible au sein de la pâte cimentaire, et entrainent des expansions limitées mais homogènes. Ces expansions sont d’autant plus faibles que les propriétés de diffusion du matériau sont élevées : elles contribuent en effet à réduire les gradients de concentration entre pores et ainsi à diminuer le taux de sursaturation. S’inspirant du mécanisme proposé par (Taylor et al., 2001), Brunetaud estime que la cristallisation de l’ettringite pourrait se produire préférentiellement dans les pores des C-S-H. Cela dit, il évoque la possibilité d’un autre site d’expansion au sein des grains de Hadley. Leur formation est issue d’un décollement entre l’auréole d’hydrates et le grain de ciment anhydre, laissant une coque de C-S-H vide après réaction totale des constituants. Ces grains de Hadley sont répartis de manière homogène dans la pâte cimentaire et présentent des caractéristiques favorables au développement de l’ettringite (présence d’AFm après échauffement). Le gonflement homogène engendré provoque finalement une fissuration autour des inclusions non gonflantes comme les granulats, marquant ainsi la fin de la période de latence.
Une phase d’accélération des dégradations : une accélération des phénomènes expansifs est explicable par une modification rapide des efforts internes due à la fissuration de l’interface pâte-granulats. En effet, dès la fissuration initiée, les contraintes s’intensifient avant d’être libérées par la propagation de la fissure et l’ouverture de l’interface. Par ailleurs, les cavités de tailles importantes ainsi créées sont susceptibles de faciliter les apports en eau et les transferts ioniques au sein du matériau. Le taux de sursaturation nécessaire à la croissance des cristaux d’ettringite dans une cavité étroite (comme les pores des C-S-H) est bien plus élevé que dans une cavité plus volumineuse (comme celles apparues autour des granulats après fissuration). Il s’ensuit une dissolution et une migration de l’ettringite depuis les pores des C-S-H vers les cavités nouvellement créées. Ce phénomène ne conduirait pas à un accroissement significatif des expansions. En revanche, le matériau se fragilisant, il résiste de moins en moins bien aux pressions de cristallisation (baisse du module dynamique). Ainsi, de plus petites pressions de cristallisations sont nécessaires pour poursuivre la dégradation du matériau. Le phénomène de dégradation est auto-entretenu et amplifié dans la mesure où des pressions de cristallisation plus faibles requièrent de plus faibles sursaturations et donc un plus faible potentiel. Or une diminution du potentiel entraine une augmentation du flux d’ions libérés par les C-S-H et contribue à entretenir le phénomène.
Une stabilisation progressive : le retour à un équilibre total du potentiel est nécessaire à la stabilisation progressive du phénomène. Cela se produit lorsque l’ensemble des ions sulfate initialement absorbés par les C-S-H lors de l’échauffement a été consommé, ou bien lorsque le matériau parvient enfin à résister au gonflement. Une expansion résiduelle est toutefois observable et pourrait être due aux phénomènes de dissolution/migration/reprécipitation des cristaux de petites dimensions.

Paramètres influençant la cinétique et le volume d’ettringite différée créé

Composition chimique et formulation du béton

Teneur en ions sulfate

En comparant le comportement de mortiers réalisés à partir de trois types de ciment différents, (Barbarulo et al., 2005) ont cherché à évaluer entre autres l’influence de la teneur en ions sulfate sur les phénomènes expansifs provoqués par la formation différée d’ettringite (Figure 1-8). Comme attendu, le développement de la réaction sulfatique interne semble directement conditionné, en tant qu’élément constitutif de l’ettringite, par la quantité d’ions sulfate internes disponibles. Ainsi, les mortiers formulés à partir de ciments à faible teneur en ions sulfate (mortar type 20M) présentent une expansion quasi nulle, au contraire des formulations à moyenne et forte teneur en ions sulfate (mortar type 30, mortar type 10).
Les influences conjointes de plusieurs paramètres liés notamment au ciment utilisé ont été étudiées plus récemment par (Brunetaud, 2005; Pavoine et al., 2012). Lors de ces travaux, l’expansion d’échantillons a été mesurée en fonction de la teneur en sulfate, de la teneur en alcalins, de la surface spécifique Blaine du ciment et de la température de cure (75 ou 85°C). Pour des niveaux de paramètres constants, une forte teneur initiale en sulfate est associée à des phénomènes expansifs amplifiés par rapport à un ciment pauvre en ions sulfate. En conclusion, les ions sulfate constituent généralement la principale espèce limitante de la réaction sulfatique interne dans les matériaux cimentaires. Une augmentation de la teneur en ions sulfate du ciment conduit à une aggravation du phénomène de réaction sulfatique interne (sous réserve de conditions favorables à son développement).

Teneur en ions aluminate et en oxyde de fer

Le développement de la réaction sulfatique interne est conditionné, au même titre que les ions sulfate, par la présence d’ions aluminate. Les résultats obtenus par (Brunetaud, 2005; Pavoine et al., 2012) font état de gonflements plus importants pour les formulations riches en ions aluminate par rapport aux formulations présentant une faible teneur. Cette espèce est naturellement présente dans  les ciments sous forme combinée de C3A et de C4AF notamment. Lors d’une réaction tardive, la solubilisation du monosulfoaluminate, de reliquats d’aluminates tricalciques anhydres ou d’aluminates tétracalciques hydratés sont autant de sources potentielles d’ions aluminate. Les teneurs en ions sulfate et aluminate sont souvent associées sous la forme d’un facteur SO3/Al2O3 ayant une influence majeure, mais pour lors difficilement quantifiable, sur la formation d’ettringite différée selon (Taylor et al., 2001).
Par ailleurs, de nombreux auteurs ont constaté la présence d’ions fer en substitution des ions aluminate dans ces hydrates (Black et al., 2006; Brown, 1993; Collepardi et al., 1979; Csizmadia et al., 2001; Emanuelson & Hansen, 1997; Fukuhara et al., 1981; Taylor, 1997). De l’ettringite, du monosulfoaluminate et du monocarbonate ont été synthétisés uniquement en présence d’ions aluminate d’un côté et d’oxyde de fer de l’autre. Les produits de solubilité ont ainsi pu être déterminés et comparés (Tableau 1-1), démontrant que la coexistence des phases ferriques et alumineuses est possible du point de vue thermodynamique. En effet, les ordres de grandeurs des produits de solubilité des deux phases sont similaires. Les investigations menées par (Möschner et al., 2009) en synthétisant de l’ettringite à partir de différents ratios XAl = Al / (Al + Fe) allant de 0,0
à 1,0 avec des pas de 0,1 ont mis en évidence à la diffractométrie de rayons X (DRX) l’existence d’un seuil de miscibilité pour des valeurs de XAl comprises entre 0,3 et 0,6 : une majorité d’ettringite ferrique a été observée en-dessous de ce seuil, et une majorité d’ettringite alumineuse au-dessus. Ces résultats expérimentaux, même s’ils ne peuvent pas être comparés aux conditions thermodynamiques présentes au sein d’un matériau cimentaire, démontrent la possibilité de voir coexister ces deux phases. Le recours à des ciments riches en ions fer dans le cadre de formulation de béton est de fait susceptible de conduire à une augmentation du risque RSI.

Formulation du béton

Dosage en ciment et rapport eau/ciment

La température atteinte par un matériau cimentaire lors de son hydratation est indirectement liée à son dosage en ciment : plus la quantité de ciment par unité de volume est élevée plus la chaleur d’hydratation produite est importante et est susceptible de contribuer à l’apparition et au développement de la réaction sulfatique interne. D’autre part, la teneur en ions réactifs dans le matériau augmente également avec la proportion de ciment introduite. En effet, le ciment constitue le plus souvent la principale source d’ions sulfate, aluminate et calcium. Il en va de même pour les ions alcalins, qui, bien que non réactifs, conditionnent la stabilité de l’ettringite. Enfin, la compacité du matériau est impactée par le dosage en ciment. Ainsi, au même titre que la finesse du ciment (Taylor et al., 2001), ce paramètre modifie les capacités de transfert poreux et la vulnérabilité du matériau vis-à-vis des intrusions d’eau.
Dans la mesure où le rapport Eau/Ciment impacte la porosité du matériau au même titre que la finesse et le dosage en ciment, les effets sur le développement de la RSI sont similaires. La réduction de ce rapport induit en effet une diminution de la porosité dans le matériau durci. Les mécanismes de transfert poreux sont donc rendus plus difficiles, ralentissant la cinétique de formation de l’ettringite différée (Petrov, 2003). En revanche, la faible porosité amoindrit le rôle de vase d’expansion qu’elle peut jouer, en particulier dans les premiers temps de la réaction, et pourrait conduire à des gonflements plus rapides et importants une fois le phénomène de réaction sulfatique interne enclenché (Brunetaud et al., 2006; Stark et al., 1992).

Nature des granulats

(Grabowski et al., 1992) remarquent que le gonflement du béton peut être plus important que celui de la pâte de ciment associée. Pour ces auteurs, l’auréole de transition entre la pâte et les granulats est susceptible d’être altérée par le phénomène de RSI et contribuerait à accentuer le gonflement du béton. Le déchaussement des granulats serait notamment engendré par les forces d’expansion générées dans la pâte par la RSI. Les vides créés, facilitant les transferts au sein du matériau, seraient alors des sites privilégiés de cristallisation, notamment d’ettringite différée non expansive.
Les phénomènes d’expansion semblent plus marqués et/ou plus rapides avec les granulats siliceux qu’avec les granulats calcaires (Brunetaud, 2005; Brunetaud et al., 2006; Grattan-Bellew et al., 1998; Hanehara et al., 2008). Selon (Grabowski et al., 1992), ces phénomènes sont liés au déchaussement des granulats sous l’effet du gonflement de la pâte. Cette différence de comportement entre granulats siliceux et calcaires peut provenir d’une liaison moins forte au niveau de l’interface avec la pâte (Taylor et al., 2001), les premiers n’étant pas chimiquement réactifs avec la pâte de ciment contrairement aux seconds, notamment après cure (Brunetaud, 2005).
Les phénomènes d’expansion pourraient également être impactés par la finesse des granulats utilisés. Cependant, les résultats expérimentaux disponibles dans la littérature restent très disparates et contradictoires (Al Shamaa, 2012; Fu et al., 1997; Grattan-Bellew et al., 1998; Heinz et al., 1999) : le rôle joué par la taille des granulats n’est pas clairement identifié à ce jour.

Additions minérales

L’étude de l’effet inhibiteur des additions minérales n’est pas l’objet des travaux menés au cours de la thèse. Par ailleurs, les phénomènes à l’origine de ces inhibitions ne sont pas complètement connus. Pour ces raisons, les mécanismes à l’œuvre ne sont qu’évoqués dans ce manuscrit.
De nombreux auteurs ont étudié l’impact des principales additions minérales sur la RSI. Leurs travaux successifs ont permis notamment de définir des seuils d’inhibition de la pathologie : substitution de l’ordre de 10 à 20% de la masse de ciment CEM I pour les métakaolins et les fumées de silice, de 15 à 20% pour les cendres volantes et de 35 à 45% pour les laitiers de hauts fourneaux (Linger et al., 2013; Silva et al., 2010). Les mécanismes contribuant à la réduction du potentiel voire à l’inhibition de la RSI sont multiples et concomitants. Une liste non exhaustive est dressée ci-dessous :
Dilution des espèces réactives tels que les ions sulfate, alcalin et aluminate (Cao et al., 1997; Monteiro & Kurtis, 2003; Taylor, 1997).
Densification de la pâte et diminution de la perméabilité (Lee et al., 2005; Monteiro & Kurtis, 2003; Ramlochan et al., 2003; Taylor, 1997) : ralentissement des phénomènes de diffusion d’eau et d’ions (et notamment des phénomènes de lessivage des alcalins) au sein du matériau.
Teneur élevée en ions aluminate dans le matériau, ce qui pourrait stabiliser le monosulfoaluminate aux dépens de l’ettringite (Ramlochan et al., 2003) : mécanisme induit par la substitution de ciment par des additions riches en ions aluminate telles que les cendres volantes, les laitiers de haut fourneau et les métakaolins.
Consommation de Portlandite et fixation des alcalins dans les C-S-H sous l’effet des réactions pouzzolaniques (Cao et al., 1997; Silva et al., 2010; Silva et al. 2017). La diminution de la teneur en alcalins dans la solution porale suite à ces phénomènes favorise la non-dissolution des phases AFm et AFt primaires au jeune âge et peut ainsi diminuer la quantité d’espèces disponibles pour la formation d’ettringite différée.
Libération massive des ions sulfate en solution suite à la précipitation d’hémi ou de monocarbonates dans le cas d’additions calcaires (Matschei et al., 2007; Poppe & De Schutter, 2005).
En ce qui concerne les fillers calcaires, leur introduction dans la formulation des bétons par ailleurs réactifs vis-à-vis de la RSI aurait plutôt tendance à accroitre les amplitudes finales des expansions (Al Shamaa et al., 2016; Silva et al., 2010). Leur ajout n’entraine toutefois pas l’apparition de la RSI dans les bétons n’étant pas initialement susceptibles de développer cette pathologie.

Conditions thermiques au jeune âge

Température maximale

L’élévation de la température au jeune âge, condition nécessaire au développement de la réaction sulfatique interne, peut être due à un traitement thermique (préfabrication) ou à l’exothermie naturelle du matériau cimentaire. De nombreuses études ont porté sur la détermination d’un seuil de température permettant le déclenchement de la réaction sulfatique interne dans le matériau. La valeur seuil fait débat auprès des auteurs, mais se situe aux alentours de 65-70°C (Barbarulo et al., 2005; Hanehara et al., 2008; Heinz & Ludwig, 1987; Kelham, 1996; Lawrence, 1995, 1999; Odler
& Chen, 1995; Petrov & Tagnit-Hamou, 2006; Shayan & Ivanusec, 1996; Tosun, 2006; Zhang et al., 2002b). Une température maximale plus élevée induirait une amplification du phénomène de réaction sulfatique interne selon (Famy, 1999; Fu et al., 1997; Lawrence, 1995). D’autres travaux ont mis en avant un impact sur la cinétique de réaction : celle-ci se produirait plus tôt et se développerait plus rapidement lorsque la température de cure est élevée (Hanehara et al., 2008; Heinz & Ludwig, 1987; Meland et al., 1997; Ramlochan et al., 2003). L’application d’une cure thermique sur des mortiers âgés sains semble avoir un effet similaire à un échauffement au jeune âge : (Barbarulo, 2002; Barbarulo et al., 2005; Brunetaud, 2005; Kchakech, 2015) ont tous observé des phénomènes expansifs importants sur matériaux sains échauffés tardivement. Par ailleurs, lors de la phase d’échauffement, l’apparition de gradients thermiques trop importants peut mener à la microfissuration du matériau, accroissant ainsi sa perméabilité et donc sa vulnérabilité vis-à-vis des intrusions d’eau, favorisant le développement de la RSI dans le cas de bétons potentiellement réactifs.

Durée d’échauffement

L’existence d’un pessimum du couple température-durée de palier a été étudié par (Brunetaud, 2005; Kchakech, 2015; Taylor et al., 2001) notamment. Une aggravation des amplitudes de gonflement est observée en fonction de l’allongement des durées de cure, jusqu’à une certaine valeur au-delà de laquelle le phénomène expansif est atténué. Au vue de l’impact de ce paramètre, température et durée de cure doivent être considérées comme un couple et non plus comme deux paramètres indépendants (Brunetaud, 2005). Cette association ramène d’ailleurs à la notion d’énergie apportée au matériau par le biais de la cure et nécessaire à la déstabilisation de l’ettringite primaire mis en évidence par (Kchakech, 2015). Une relation a pu être établie par cet auteur entre l’amplitude de gonflement et l’énergie utile apportée au matériau (au-delà d’une température dépendant du matériau considéré et de sa teneur en alcalins en particulier). Comme évoqué précédemment (cf. Chapitre 1 §2.2.2.3), cette énergie utile interviendrait d’une part dans la déstabilisation des hydrates sulfoaluminate primaires, mais également dans la formation d’hydrogrenats, réduisant ainsi la quantité d’ions aluminate disponibles pour la formation différée d’ettringite (Toutlemonde et al., 2017).

Environnement

Conditions hydriques

Le développement de la réaction sulfatique interne est directement affecté par le degré de saturation du matériau, lui-même conditionné par le niveau d’humidité relative environnante. Ainsi, seul un environnement humide, soumis à des venues d’eau ou immergé, de manière permanente ou intermittente, permet la formation d’ettringite différée. La valeur d’humidité relative permettant un développement conséquent de la RSI sur un intervalle de temps défini par les conditions d’essais en laboratoire (généralement entre 6 et 24 mois) est proche de 92% selon (Graf, 2007), 95% selon (Martin, 2010) et 98% selon (Al Shamaa et al., 2015). (Graf, 2007), dont le traitement thermique appliqué se rapproche de celui effectué sur un élément préfabriqué en usine, note qu’en dessous de 92% d’humidité relative, quasiment aucun phénomène expansif n’est détecté en 4 ans de suivi. Au-dessus de cette valeur, la réaction sulfatique interne semble se développer librement. A une humidité relative de 98%, les échantillons de (Al Shamaa et al., 2015) présentent un gonflement très lent et constant (Figure 1-9).

Modèles cinétiques

Modèles cinétiques empiriques

(Baghdadi et al., 2007a, 2007b; Brunetaud, 2005) proposent de calculer l’avancement de réaction ( ) à partir d’une loi mathématique (1-5) basée sur les travaux de Larive pour l’alcali-réaction (Larive, 1997). Les temps caractéristique et de latence permettent de caler le démarrage et la cinétique de la réaction, alors que et ont été introduits pour reproduire la pente résiduelle parfois observée expérimentalement en fin de suivi d’éprouvettes atteintes de RSI. Ce modèle décrit une courbe de comportement approchée et pourrait permettre de prédire le gonflement en conditions environnementales non maitrisées à l’aide de relations empiriques traduisant la dépendance de chaque paramètre à la température et au degré de saturation.
En s’appuyant sur la notion d’énergie utile EU apportée au matériau au cours du cycle thermique, (Kchakech, 2015) propose de calculer un indice de déstabilisation d’ettringite IAFt (1-6).
Celui-ci dépend également des teneurs initiales en ions sulfate, aluminate, alcalin et de deux paramètres de calage A et B. L’énergie utile EU correspond à la partie positive de l’aire comprise entre la courbe de température et la droite correspondant à la température seuil T0. La cinétique de gonflement est déterminée empiriquement à partir de l’énergie utile EU.

Modèles cinétiques phénoménologiques

Une approche différente a été proposée par (Bary, 2008) dans le contexte de l’étude des attaques sulfatiques externes. La dissolution et la décalcification des hydrates primaires sont gérées par le biais de la concentration en calcium dans la solution porale. Par ailleurs, les teneurs en ions sulfate dans le matériau pilotent les phénomènes de formation de gypse et de d’ettringite. Ce modèle permet de reproduire les pressions de cristallisation de l’ettringite dans la matrice cimentaire, en se basant sur la loi thermodynamique de Correns (1-3) et plus particulièrement sur les notions combinées de sursaturation et de confinement des cristaux. Les transferts ioniques au sein du matériau permettent de gérer la cinétique de gonflement.
Une simplification du modèle thermodynamique de (Salgues, 2013; Salgues et al., 2014) a été proposée par (Sellier & Multon, 2018). La dissolution des hydrates sulfoalumineux primaires y est couplée à une possible fixation des ions aluminate pendant la période d’échauffement. Les phénomènes de fixation des ions aluminate, la température seuil et la cinétique de dissolution sont liés à la teneur en alcalins. En période froide, les alcalins jouent également un rôle sur le déclenchement et la cinétique de précipitation de l’ettringite différée. Les effets de l’eau et de la température sont également pris en compte. Les ions impliqués dans la formation d’ettringite différée sont supposés aussi bien provenir de la conversion des monosulfoaluminates que du relargage des ions absorbés de manière réversible dans les C-S-H. L’évolution au cours du temps du nombre de moles d’ettringite différée formées est ainsi déterminée.

Comportement mécanique des bétons atteints de RSI

Etudes expérimentales sur éprouvettes de laboratoire

Gonflement libre

La compréhension des mécanismes aux échelles mésoscopiques et microscopiques a nécessité de nombreuses études expérimentales de gonflement libre de matériaux cimentaires. En effet, les conditions nécessaires et/ou favorables à l’apparition de la réaction sulfatique interne ont ainsi pu être cernées et quantifiées (cf. Chapitre 1 §2.4). Certains des résultats de la littérature seront présentés plus avant dans ce chapitre pour mettre en lumière différents aspects du comportement des matériaux atteints de RSI. La majorité des essais de laboratoire présentent des gonflements compris entre 0,4% et 2% de gonflement, avec une évolution sigmoïde caractéristique des réactions de gonflement interne (RAG ou RSI). Les expansions en conditions libres de contraintes apparaissent relativement isotropes avec un rapport entre déformations transversales et longitudinales compris entre 0,85 et 1,1 (Bouzabata et al., 2012b; Burgher et al., 2008). Seuls certains des essais disponibles dans la littérature ont fait l’objet d’un suivi dimensionnel suffisamment long pour établir l’existence d’une pente résiduelle de gonflement après la phase d’accélération et l’atteinte d’un palier. Les essais de (Bouzabata et al., 2012a) mettent en évidence des phénomènes d’expansion résiduelle qui semblent ralentir progressivement et atteindre un palier environ 300 jours après la fin de la phase d’accélération des gonflements des éprouvettes. La majorité des éprouvettes de (Barbarulo, 2002; Kchakech, 2015; Lewis et al., 1995; Martin, 2010) présentant une cinétique de gonflement rapide et les amplitudes importantes sont associées à une pente résiduelle faible et un palier atteint entre 100 à 300 jours après la fin de la phase d’accélération des expansions. L’étude de (Leklou, 2008) parait d’ailleurs mettre en évidence un lien entre l’importance des phénomènes d’expansion résiduelle et la cinétique de gonflement. Pourtant, quelques-uns des corps d’épreuve très expansifs de (Kchakech, 2015) présentent une pente plus marquée et une stabilisation tardive. Les tendances sont tout aussi disparates lorsque les gonflements sont plus lents et modestes, même s’ils se caractérisent souvent par une poursuite des expansions résiduelles sur une période plus longue et une stabilisation plus tardive des gonflements. La loi de gonflement empirique proposée par (Brunetaud, 2005) lie la présence d’une pente résiduelle à la pente de la phase d’accélération des dégradations sans que des mécanismes réactionnels puissent justifier cette hypothèse. Cela dit, les expansions sont bien reproduites, y compris les phénomènes résiduels. Par la suite, il suggère que les phénomènes expansifs se poursuivent du fait de la dissolution-migration-reprécipitation des cristaux d’ettringite les plus petits, rendus instables par le rééquilibrage des teneurs en ions réactifs dans la porosité, sans apport d’ions des C-S-H. En conclusion, au vu des résultats disponibles dans la littérature, il ne semble pas possible d’établir de relation directe entre l’allure de la pente résiduelle de gonflement d’une part et l’amplitude et la cinétique de gonflement pendant la phase d’accélération des expansions d’autre part.

Fissuration de surface des corps d’épreuve

La détection des premières fissures sur éprouvettes de laboratoires réactives a lieu le plus souvent au cours de la phase d’accélération des expansions : (Escadeillas et al., 2007) constate leur apparition à partir de 0,15% de gonflement, (Baghdadi, 2008) entre 0,5% et 0,6%, (Aubert et al., 2009) à partir de 0,23%, (Al Shamaa, 2012) avant 0,25%, (Bouzabata et al., 2012a) après environ 0,5% et (Kchakech, 2015) autour de 0,8%. Les seuils de gonflement à partir desquels les premières fissures sont détectées sur éprouvettes de laboratoire apparaissent très dispersés. Ceci s’explique par les caractéristiques des matériaux (résistance à la traction, taille des granulats, teneur en alcalins…), les dimensions des éprouvettes étudiées et les conditions de conservation, ces deux derniers points jouant sur les gradients de déformations entre peau et cœur. Au-delà d’un certain niveau de gonflement, l’incompatibilité des déformations entre pâte et granulats non gonflants pourrait conduire à une fissuration localisée autour des granulats, expliquant ainsi les différences entre mortiers et bétons.
L’importance des gradients de teneur en alcalins induits par le lessivage est également une explication possible à la dispersion des seuils d’apparition des premières fissures visibles. En effet, lors d’essais de laboratoire, l’élévation de la température est relativement homogène dans le matériau car imposée artificiellement : la peau est donc le siège de gonflements rapides puisque la teneur en alcalins y diminue plus rapidement qu’à cœur lors de la conservation en eau. Ce gradient de gonflement entraine une mise en traction du cœur et en compression de la surface des échantillons, ce qui a pour effet de retarder l’apparition de fissures visibles en peau. Ce n’est qu’une fois que les gradients de teneur en alcalins ont diminué que les fissures apparaissent. La taille réduite des corps d’épreuve conduit en général à un faïençage régulier et dense (écartement entre fissures de l’ordre de quelques millimètres à plusieurs centimètres), dépendant bien sûr du matériau, du niveau d’expansion et des conditions de conservation.
A noter, ces phénomènes sont opposés sur les ouvrages massifs coulés en place. L’élévation de la température étant due à l’exothermie de la réaction, seul le cœur de l’ouvrage est susceptible d’être atteint de RSI. Les gradients de gonflement entrainent ainsi une mise en traction de la peau et en compression du cœur dès le démarrage de la RSI (indépendamment du chargement mécanique et des contraintes induites par l’éventuelle présence d’armatures), ce qui conduit à une fissuration importante et précoce du parement des ouvrages.

Relation entre prise de masse et expansions

Les phénomènes expansifs induits par le développement de la RSI dans les matériaux cimentaires immergés ou exposés à une ambiance très humide s’accompagnent systématiquement d’une prise de masse. Une relation de proportionnalité entre ces gains de masse et les déformations a d’ailleurs été établie expérimentalement (en dehors des éventuels effets de prise d’eau initiaux) bien que les valeurs de pente de la droite des déformations en fonction de la variation de masse soient assez disparates en fonction du matériau considéré, du traitement thermique appliqué et des conditions de conservation (Al Shamaa et al., 2015; Barbarulo, 2002; Bouzabata et al., 2012a; Kchakech, 2015; Martin, 2010; Pavoine et al., 2012). La prise d’eau initiale est également assez variable selon les études, mais semble être liée aux conditions de conservation précédant le démarrage du suivi. En effet, plus le séchage du matériau a été favorisé pendant cette période, plus le gain de masse initial est marqué.

Effets des expansions sur les propriétés mécaniques du matériau

Les mécanismes de gonflement décrits précédemment s’appuient sur une rupture locale du matériau sous l’action des pressions de cristallisation de l’ettringite différée. Ces phénomènes se traduisent par une dégradation du matériau à l’échelle macroscopique. L’évolution des résistances à la compression sur mortiers réactifs en fonction du niveau d’expansion met en évidence une diminution de l’ordre de 40 % pour des expansions de 0,7 % par rapport à un matériau non réactif à même échéance (Bouzabata et al., 2012a). (Pavoine, 2003) observe quant à lui une chute de 75 % entre la résistance à la compression à 28 jours et celle mesurée après une expansion de 1,6 %. La dégradation des matériaux atteints de RSI est le plus souvent étudiée par le biais de l’évolution de leur module d’élasticité dynamique, en raison du caractère non-destructif de ces essais (Brunetaud et al., 2008; Pavoine et al., 2012; Zhang et al., 2002a). Les phénomènes expansifs supérieurs à 0,1 % sont systématiquement associés à une diminution progressive du module dynamique (Figure 1-10).
Cette chute n’est que très limitée pour les matériaux présentant une cinétique d’expansion lente et linéaire, alors qu’elle est importante pour les matériaux dont la cinétique de gonflement est rapide et sigmoïdale. Ces différences de comportement seraient dues au remplissage des fissures par les cristaux d’ettringite différée. La réaugmentation du module dynamique observée par ces auteurs à partir d’un certain niveau de déformations semble valider cette hypothèse. (Brunetaud et al., 2008) proposent une relation liant l’évolution du module dynamique à la pente maximale de la courbe des déformations, après avoir constaté que la fin de la diminution du module dynamique coïncide avec l’inflexion de la courbe de gonflement. Un lien entre le module dynamique et l’amplitude de déformations a également été établi par (Zhang et al., 2002a).
Bien que plusieurs lois aient été proposées, les résultats des études expérimentales concernant l’évolution des caractéristiques mécaniques des matériaux cimentaires atteints de RSI restent difficiles à exploiter en raison de protocoles d’essais différents d’une campagne à l’autre et surtout des interactions entre phénomènes aux conséquences mal définies. Les évolutions du module d’Young, du module dynamique, des résistances à la compression, à la traction par fendage ou par flexion, difficilement comparables entre elles, ont été indifféremment investiguées. De fait, la base de données expérimentales reste réduite pour chacune de ces grandeurs, ce qui freine la pleine compréhension des phénomènes en jeu.
La période de conservation des corps d’épreuve s’accompagne inévitablement d’une maturation du matériau du fait de la poursuite des réactions d’hydratation, avec un impact non négligeable sur ses performances mécaniques. Ces effets de maturation sont souvent quantifiés par le biais d’essais de caractérisation sur matériau non échauffé, mais conservé dans les mêmes conditions que les échantillons réactifs. Pourtant, l’application du traitement thermique modifie les cinétiques d’hydratation et biaise donc ces résultats (Kchakech, 2015). Il est ainsi établi que l’échauffement au jeune âge accélère les réactions d’hydratation selon le principe de thermoactivation (Arrhenius, 1889), le degré d’avancement des réactions en fin de cure sera donc plus avancé que sur les éprouvettes témoins conservées à 20°C. La comparaison des propriétés mécaniques des éprouvettes curées thermiquement ou non curée doit donc se faire en utilisant le temps équivalent et non l’âge depuis le coulage. De plus, l’élévation de la température induit un endommagement thermique du matériau (observé de l’ordre de 15% à 80°C pour un BHP (Ladaoui et al., 2013). A ce titre, le type de traitement thermique appliqué peut donc avoir plus d’un impact sur l’évolution des caractéristiques mécaniques.
D’ailleurs, un phénomène indirect lié à la teneur en alcalins dans le matériau peut également être impacté par le cycle thermique subi. En effet, la teneur en alcalins semble avoir un effet majeur sur certaines caractéristiques mécaniques des matériaux cimentaires (Jawed & Skalny, 1978; Sant et al., 2012; Smaoui et al., 2005). Le lessivage des alcalins pourrait donc jouer un rôle majeur dans l’évolution de ces caractéristiques. Or, le traitement thermique pourrait avoir un effet sur la mobilité des alcalins via les phénomènes de sorption de ces espèces sur les hydrates. Il apparait donc extrêmement complexe, au sein d’une même étude, de déterminer les effets de la RSI sur les propriétés mécaniques des matériaux indépendamment des autres phénomènes évoqués. A plus forte raison, le comparatif entre les résultats disponibles dans la littérature et obtenus à partir de protocole d’essais très différents (composition chimique du matériau, traitement thermique, séchage, conditions hydriques et thermiques de conservation, …) s’en trouve donc complexifié.

Table des matières

Chapitre 1 : ETAT DE L’ART
1. Introduction du chapitre
2. Physico-chimie du phénomène de Réaction Sulfatique Interne
2.1. Généralités concernant l’ettringite
2.1.1. Composition chimique
2.1.2. Stabilité de l’ettringite dans les matériaux cimentaires
2.2. Mécanismes réactionnels
2.2.1. Phénomènes de dissolution-précipitation
2.2.2. Disponibilités des ions réactifs pour la formation d’ettringite différée
2.3. Mécanismes d’expansion
2.3.1. Absorption d’eau par l’ettringite colloïdale
2.3.2. Phénomène de double couche électrique
2.3.3. Pression de cristallisation
2.4. Paramètres influençant la cinétique et le volume d’ettringite différée créé
2.4.1. Composition chimique et formulation du béton
2.4.2. Conditions thermiques au jeune âge
2.4.3. Environnement
2.4.4. Altérations antérieures
2.5. Modèles physico-chimiques de RSI
2.5.1. Modèles thermodynamiques
2.5.2. Modèles statistiques
2.5.3. Modèles cinétiques
3. Comportement mécanique des bétons atteints de RSI
3.1. Etudes expérimentales sur éprouvettes de laboratoire
3.1.1. Gonflement libre
3.1.2. Effets d’un confinement sur le gonflement
3.2. Etudes expérimentales sur structures de laboratoire
3.3. Modèles mécaniques de RSI
3.3.1. Modèles mésoscopiques pour la prédiction des gonflements à l’échelle du matériau
3.3.2. Modèles à déformations imposées pour la prédiction du comportement résiduel des structures
3.3.3. Modèles poromécaniques pour la prédiction du comportement résiduel de structures
4. Conclusion du chapitre
Chapitre 2 : PROGRAMME EXPERIMENTAL – DEFINITION, MATERIAUX ET PROCEDURES
1. Introduction du chapitre
2. Objectifs de l’étude
2.1. Pertinence du programme expérimental vis-à-vis des ouvrages atteints
2.2. Effets des contraintes sur le béton atteint de RSI
2.3. Caractérisation de l’ancrage acier-béton en contexte RSI
3. Mise en œuvre et caractérisation
3.1. Echantillonnage et nomenclature des corps d’épreuve
3.2. Matériaux
3.2.1. Béton
3.2.2. Armatures
3.3. Conditions de cure et de conservation des corps d’épreuve
3.4. Dispositions constructives
3.4.1. Ferraillage des corps d’épreuve et plats de confinement
3.4.2. Application de la précontrainte
3.4.3. Corrosion des pièces métalliques émergées et immergées
4. Méthodes de suivi des corps d’épreuve
4.1. Qualification du suivi massique
4.2. Qualification du suivi dimensionnel
4.2.1. Déformations du béton
4.2.2. Déformations des armatures
4.3. Caractérisation mécanique du béton
4.3.1. Modules d’Young, résistances à la compression et à la traction par fendage
4.3.2. Caractérisation de l’adhérence acier-béton
4.4. Observation des corps d’épreuve
4.4.1. Cartographie des fissures à l’œil nu
4.4.2. Cartographie des fissures et analyse d’images
4.4.3. Observations au MEB
4.5. Qualification du suivi chimique
4.5.1. Cinétique de lessivage des alcalins
4.5.2. Localisation et disponibilité des alcalins vis-à-vis de la RSI
5. Conclusion du chapitre
Chapitre 3 : EFFET DES CONTRAINTES SUR UN BETON ATTEINT DE RSI
1. Introduction du chapitre
2. Expansions des corps d’épreuve
2.1. Comportement des corps d’épreuve cylindriques
2.1.1. Suivi dimensionnel et massique des corps d’épreuve cylindriques
2.1.2. Analyse mécanique des corps d’épreuve cylindriques
2.2. Comportement des corps d’épreuve prismatiques
2.2.1. Suivi dimensionnel des corps d’épreuve prismatiques
2.2.2. Analyse mécanique des corps d’épreuve prismatiques
2.3. Confrontation à des modèles empiriques de gonflement gêné
2.3.1. Modèle de Charlwood et al
2.3.2. Modèle de Karthik et al
3. Fissuration des corps d’épreuve
3.1. Apparition des premières fissures
3.2. Généralisation de la fissuration
3.3. Stabilisation de la fissuration
3.4. Cartographie de fissuration et analyse d’images
4. Observations au MEB-EDS
4.1. Observations sur surface polie après gonflement libre
4.2. Observations sur surface polie après gonflement gêné triaxialement
4.3. Observations de l’empreinte laissée par les armatures dans le béton
5. Evolution des caractéristiques mécaniques du béton
5.1. Effets des conditions de cure et de la RSI sur les résistances et module
5.1.1. Effet de la teneur en alcalins sur les résistances et module du béton
5.1.2. Effet du traitement thermique sur les résistances et module du béton
5.1.3. Effet de l’immersion sur les résistances et module du béton
5.1.4. Effet de la RSI sur les résistances et module du béton
5.1.5. Conclusion concernant l’évolution des caractéristiques mécaniques du béton avant et après immersion
5.1.6. Mesures de déformations instantanées à charge et décharge des éprouvettes L14,5-TØ
5.2. Comportement du béton armé atteint de RSI
5.2.1. Essais de tirants sur éprouvettes armées
5.2.2. Essais de pull-out
6. Lessivage des alcalins du béton
6.1. Teneur en alcalins dans l’eau de conservation
6.2. Mesures directes de teneur en alcalins du béton
6.2.1. Teneur initiale en alcalins
6.2.2. Teneur résiduelle en alcalins après 450 jours d’immersion
6.2.3. Teneur en alcalins à 28 jours
6.3. Synthèse de l’étude concernant le lessivage des alcalins
7. Conclusion du chapitre
Chapitre 4 : MODELISATION CHEMO-POROMECANIQUE DE L’EFFET DES CONTRAINTES SUR UN BETON ATTEINT DE RSI
1. Introduction du chapitre
2. Modèle chemo-poromécanique des bétons atteints de RSI
2.1. Volume d’ettringite différée formé
2.1.1. Quantités d’hydrates théoriques déterminées à partir de la composition chimique initiale du ciment anhydre
2.1.2. Détermination de la température seuil de dissolution/précipitation des hydrates
2.1.3. Réactions chimiques en période chaude (? > ???, ?)
2.1.4. Réactions chimiques en période froide (? < ???, ?)
2.1.5. Volume de produit expansif formé
2.2. Formulation poromécanique du modèle de RSI
2.2.1. Pression intraporeuse induite par la RSI
2.2.2. Critère de fissuration diffuse induite par la RSI
2.2.3. Endommagement induit par la RSI
2.3. Plasticité, endommagement, fluage et retrait
2.3.1. Schéma rhéologique
2.3.2. Plasticité macroscopique
2.3.3. Retrait
2.3.4. Fluage
2.3.5. Endommagement
2.4. Modélisation des armatures et de la précontrainte pour le recalcul d’ouvrages
2.4.1. Revue des méthodes de modélisation des armatures et de la précontrainte dans la littérature
2.4.2. Modélisation des armatures et de la précontrainte par méthode dite des armatures « réparties »
2.5. Présentation d’un outil tableur utilisé pour le calage et les études complémentaires
3. Application du modèle chemo-poromécanique aux corps d’épreuve libres, armés et chargés de laboratoire
3.1. Modélisation physico-chimique des corps d’épreuve
3.1.1. Définition des paramètres pour la modélisation physico-chimique des corps d’épreuve
3.1.2. Modélisation du lessivage des alcalins
3.1.3. Volume d’ettringite différée formé
3.2. Modélisation poromécanique des corps d’épreuve
3.2.1. Paramètres matériaux pour le calcul des gonflements induits par la RSI
3.2.2. Méthodologie de calage des corps d’épreuve
3.2.3. Déformations des corps d’épreuve
3.2.4. Contraintes induites dans les corps d’épreuve
3.2.5. Endommagement des corps d’épreuve
3.2.6. Bilan de la modélisation des corps d’épreuve
3.2.7. Modification du modèle chimique de RSI pour la prise en compte de l’effet de la teneur en alcalins sur l’amplitude de gonflement
3.2.7.1. Loi de blocage de la précipitation d’ettringite différée en fonction de la teneur en alcalins
4. Application à un ouvrage réel atteint de RSI
4.1. Présentation de l’ouvrage
4.1.1. Géométrie et ferraillage de l’ouvrage
4.1.2. Chargement mécanique de l’ouvrage
4.1.3. Instrumentation de l’ouvrage et diagnostics RSI
4.1.4. Exploitation des données in situ en vue de la modélisation de l’ouvrage
4.2. Obtention des données d’entrée du modèle chemo-poromécanique
4.2.1. Modélisation thermique au jeune âge
4.2.2. Modélisation des transferts hydriques
4.2.3. Modélisation du lessivage des alcalins
4.3. Modélisation chemo-poromécanique de l’ouvrage
4.3.1. Méthodologie de calage et de validation du modèle
4.3.2. Champs de précipitation de l’ettringite différée au sein du fût
4.3.3. Analyse de la fissuration
4.3.4. Analyse de la déformation du fût
4.3.5. Analyse des contraintes dans le béton
4.3.6. Analyse des contraintes dans les armatures
4.3.7. Endommagement du béton
4.3.8. Discussion concernant la modélisation chemo-poromécanique de l’ouvrage atteint de RSI
5. Conclusion du chapitre
CONCLUSION GENERALE
PERSPECTIVES
BIBLIOGRAPHIE

Télécharger le rapport complet